6. Conclusões e sugestões
6.2. Sugestões e trabalhos futuros
Uma sugestão para trabalho futuro é a necessidade de monitorização do caudal de gases de exaustão na instalação CA5 (um medidor de caudal de gases na chaminé da CA5), pois revelou-se necessário para uma correta análise e otimização da operação da instalação. Isso permitirá efetuar uma análise correta de balanço mássico e o cálculo de biomassa com base no método de balanço de massa elementar ao carbon o, e calcular, com maior exatidão, a razão estequiométrica de ar.
Para além disto, propõe -se a existência de um pré -aquecimento do ar secundário na CA5, antes deste ser admitido à fornalha/caldeira , uma vez que , atualmente, é injetado à temperatura ambiente ; este aspeto pode melhorar o desempenho da instalação, tal como observado na CTB. A injeção de ar secundário na caldeira à temperatura ambiente durante o processo de combustão poderá levar à diminuição da temperatura na zona de reação secundária e terciária, e, consequentemente, originar maiores emissões de compostos gasosos, como o CO.
Universidade de Aveiro 114
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
Outra sugestão passa pela implementação de equipamento de monitorização de temperatura e de NO e CO em diferentes regiões da câmara de combustão, de modo a perceber, efetivamente, informação sobre o progresso do processo de combustão e as regiões de formação destes compostos numa caldeira industrial ; A inserção de medidores de temperatura, permitirá verificar a influência desta variável na formação destes dois poluentes (CO e NO) e, ao mesmo tempo, permitirá a realização de um estudo mais aprofundado, para verificar a possibilidade de implementar um sistema SNCR.
Departamento de Ambiente e Ordenamento 115
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
Referências Bibliográficas
Abuelnuor, A. A. A., Wahid, M. A., Hosseini, S. E., Saat, A., Saqr, K. M., Sait, H. H., Osman, M., 2014. Characteristics of biomass in flameless combustion: A review . Renewable and Sustainable Energy Reviews, 33, 363 -370.
ANDRITZ, 2009. Manual Caldeira ANDRITZ – Descrição e Operação da Caldeira. Argyle, M. D., Bartholomew, C. H., 2015. Heterogeneous catalyst deactivation and
regeneration: a review. Catalysts, 5, 145-269.
Avelin, A., Skvaril, J., Aulin, R., Odlare, M., Dahlquist, E., 2014. Forest biomass for bioenergy production – comparison of different forest species . Energy Procedia, 61, 1820-1823.
Basu, P., 2006. Combustion and gasification in fluidized beds .
Blasi, C. D., Buonanno, F., Branca, C., 1999. Reactivities of some biomass chars in air. Carbon, 37, 1227 -1238.
Caneghem, J. V., Greef, J., Block, C., Vandecasteele, C., 2016. NOx reduction in waste incinerators by selective catalytic reduction (SCR) instead of selective non catalytic reduction (SNCR) compared from a life cycle perspective: a case study . Journal of Cleaner Production, 112, 4452-4460.
Chyang, C., Wu, K., Lin, C., 2007 . Emission of nitrogen oxides in a vortexing fluidized bed combustor. Fuel, 86, 234 -243.
Comissão de Agricultura e Mar, 2013. Relatório – Grupo de trabalho da biomassa. Assembleia da República .
Costa, T. P., Quinteiro, P., Tarelho, L. A. C., Arroja, L., 2018 . Environmental impacts of forest biomass-to-energy conversion technologies: Grate furnace vs. fluidized bed furnace. Journal of Cleaner Production, 171, 153 -162.
Dahlbom, R., Salamäki, J. , Rantanen, L., 2016. Technical Assessment and Investment Plan for auxiliary biomass boilers to fulfil emission limits set in LCP BAR Reference document and Industrial Emission Directive . Portucel Soporcel Group. Demirbas, A., 2007. Combustion of Biomass. Energy Sources, 29, 549-561.
DGEG – Direção Geral de Energia e Geologia, 2018. Combustíveis fósseis – estatísticas rápidas -nº153 – março de 2018.
Duan, F., Zhang, J -P, Chyang, C-S, Wang, Y-J, Tso, J., 2014. Combustion of crushed and pelletized peanut sh ells in a pilot-scale fluidized-bed combustor with flue gas recirculation. Fuel Processing Technology, 128, 28 -35.
EPA – Environmental Protection Agency, 1999. Technical Bulletin – Nitrogen oxides (NOX), why and how they are controlled. United States.
Eskilsson, D., Rönnbäck, M., Samuelsson, J., Tullin, C., 2004. Optimization of efficiency and emissions in pellet burners. Biomass and Bioenergy, 27, 541 -546.
Universidade de Aveiro 116
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
European Commission, 2016. BREF - Best Available Techniques (BAT) Reference Document for Large co mbustion plants. Joint Research Centre. Final Draft. Glarborg, P., Jensen, A. D., Johnsson, J. E., 2003. Fuel nitrogen conversion in solid
fired systems. Progress in Energy and Combustion Science, 29, 89 -113.
García, R., Pizarro, C., Lavín, A. G., Bueno, J . L., 2013. Biomass proximate analysis using thermogravimetry. Bioresource Technology, 139, 1 -4.
Gómez-García, M. A., Pitchon, V., Kiennemann, A., 2005. Pollution by nitrogen oxides: an approach to NOx abatement by using sorbing catalytic materials . Environmental International, 31, 445 -467.
Houshfar, E., Skreiberg, Ø., Todorović, D., Skreiberg, A., Løvǻs, T., Jovović, A., Sørum, L., 2012. NOX emission reduction by staged combustion in grate combustion of biomass fuels and fuel mixtures . Fuel, 98, 29 -40.
Hupa, M., Karlström, O., Vainio, E., 2017. Biomass combustion technology development – It is all about chemical details. Proceedings of the Combustion Institute, 36, 113 -134.
IEA – International Energy Agency, 2007. Good practice guidelines, Bioenergy Project Development and Biomass Supply .
Javed, M. T., Irfan, N., Gibbs, B. M., 2007. Control of combustion-generated nitrogen oxides by selective non-catalytic reduction. Journal of Environmental Management, 83, 251 -289.
Jenkins, B. M., Baxter, L. L., Miles Jr., T. R., Miles, T. R., 1998. Combustion properties of biomass. Fuel Processing Technology, 54, 17 -46.
Khan, A. A., Jong, W., Jansens, P. J., Spliethoff, H., 2009. Biomass combustion in fluidized bed boilers: Potential problems and remedies. Fuel Processing Technology, 90, 21 -50.
Karlström, O., Brink, A., Biagini, E., Hupa, M., 2013. Comparing reaction orders of antracite chars with bituminous coal chars at high temperature oxidation conditions. Proccedings of the Combustion Institute, 34, 2427 -2434.
Khodaei, H., Guzzomi, F., Patiño, D., Rashidian, B., Yeoh, G. H., 2017. Air staging strategies in biomass combustion -gaseous and particulate emission reduction potentials. Fuel Processing Technology, 157, 29 -41.
Kuprianov, V. I., Janvijitsakul, K., Permchar t, W., 2006. Co-firing of sugar cane bagasse with rice husk in a conical fluidized -bed combustor. Fuel, 85, 434 -442. Matos, M. A. A., 2016. Propriedades de gases e lequídos. Apontamentos teóricos da Unidade Curricular Processos Físico -Químicos e Biológicos do Mestrago Integrado em Engenharia do Ambiente. Departamento de Ambiente e Ordenamento. Universidade de Aveiro.
Departamento de Ambiente e Ordenamento 117
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
McGill AirClean LCC, 2013. DeNOx SCR Reactor – Selective catalytic reduction processing.(http://www.mcgillairclean.com/assets/literature/deNOx_bro2013.pd f - consultado em 23 de janeiro de 2018)
Mckendry, P., 2002a. Energy production from biomass (part 1): overview of biomass. Bioresource Technology, 83, 37 -46.
Mckendry, P., 2002b. Energy production from biomass (part 2): conversion technologies. Bioresource Technology, 83, 47 -54.
Mestso power, 2008. Operation and maintenance manual – Process description. Mladenović, M., Paprika, M., Mladenović, A., 2018. Denitrification techniques for
biomass combustion. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 82, 3350 - 3364.
Nussbaumer, T., 2003. Combustion and Co-combustion of Biomass: Fundamentals, Technologies, and Primary Measu res for Emission Reduction. Energy & Fuels, 17, 1510-1521.
Obernberger, I., Brunner, T., Bärnthaler, G., 2006. Chemical properties of solid biofuels – significance and impact . Biomass and Bioenergy, 30, 973 -982.
Radojevic, M., 1998. Reduction of nitrogen oxides in flue gases. Environmental Pollution, 102, 685 -689.
Saikaew, T., Supudonmak, P., Mekasut, L., Piumsomboon, P., 2012. Emission of NOX and N2O from co-combustion of coal and biomasses in CFB combustor . International Journal of Greenhouse Gas Control, 10, 26-32.
Sanlisoy, A., Melez, H., Carpinlioglu, M. O., 2017. Characteristics of Solid Fuels for the Plasma Gasification. Energy Procedia, 141, 282 -286.
Singh, Y. D., Mahana, P., Bora, U., 2017. C omprehensive characterization of lignocellulosic biomass through proximate, ultimate and compositional analysis for bioenergy production. Renewable Energy, 103, 490 -500.
Skalska, K., Miller, J. S., Ledakowicz, S., 2010. Trends in NOx abatement: A review . Science of the Total Environmental, 408, 3976 -3989.
Sobrinho, A. J. F., 2016. Análise Energética a uma Unidade Industrial de Combustão de Biomassa. Relatório de estágio para obtenção grau de Mestre. Departamento de Ambiente e Ordenamento. Universidade de Aveiro.
Sommersacher, P., Brunner, T., Obernberger, I., Kienzl, N., Kanzian, W., 2013. Application of novel and advanced fuel characterization tools for the combustion related characterization of different wood/kaolin and straw/kaolin mixtures . Energy Fuels, 27, 5192-5206.
Sorrels, J. L., Randall, D. D., Fry, C. R., Schaffner, K., 2016 a. Selective catalytic reduction. U.S. Environmental Protection Agency. Chapter 2.
Universidade de Aveiro 118
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
Sorrels, J. L., Randall, D. D., Fry, C. R., Schaffner, K., 2016 b. Selective noncatalytic reduction. U.S. Environmental Protection Agency. Chapter 1.
Tarelho, L. A. C., Neves, D. S. F., Matos, M. A. A., 2011. Forest biomass waste combustion in a pilot -scale bubbling fluidized bed combustor . Biomass and bioenergy, 35, 1511 -1523.
Tarelho, L. A. C., T eixeira, E. R., Silva, D. F. R., Modolo, R. C. E., Labrincha, J. A., Rocha, F., 2015. Characteristics of distinct ash flows in a biomass termal power plant with bubbling fluidised bed combustor . Energy, 90, 387 -402.
Tarelho, L. A. C., 2017. Tecnologias de combustão de biomassa. Apontamentos teóricos da Unidade Curricular Conversão de Energias Renováveis do Mestrado em Sistemas Energéticos Sustentáveis e do Mestrado Integrado em Engenharia do Ambiente. Departamento de Ambiente e Ordenamento. Universidade de Aveiro.
The Navigator Company, 2016. Relatório e Contas 2016.
The Navigator Company, 2016/2017. Relatório de sustentabilidade 2016/2017. The Navigator Company, 2017. Relatório e Contas 2017.
UNDP – United Nations Development Programme, 2000. World energy assessment: energy and the challenge of sustainability. Washington, Communications Development Incorporated.
USEPA – U.S. Environmental Protection Agency, 2003. Air pollution control technology fact sheet . (https://www3.epa.gov/ttn/catc/dir1/fscr.pdf)
Vääränen, T., 2008. Operation and maintenance manual. Portucel, Cacia Mill – Bark Boiler Retrofit.
van Loo, S. & Koppejan, J. (ed.), 2008. Handbook of Biomass Combustion and Co - firing. London, Earthscan.
Vassilev, S. V., Baxter, D., Andersen, L. K., Vassileva, C. G., 2013. An overview of the composition and application of biomass ash. Part 1. Phase -mineral and chemical composition and classification . Fuel, 105, 40 -76.
Vicente, E. D., Tarelho, L. A. C., Teixeira, E. R., Duarte, M., Nunes, T., Colombi, C., Gianelle, V., da Rocha, G. O., Sanchez de la Campa, A., Alves, C. A., 2016. Emissions from the combustion of eucalypt and pine chips in a fluidized bed reactor. Journal of Environmental Sciences, 42, 246 -258.
von der Heide, B., 2008. SNCR Process – Best Available Technology for NOX reduction in waste to energy plants . Milan, POWER-GEN Europe.
WEC – World Energy Council, 2016. World Energy Resources, Bioenergy.
Werther, J., Saenger, M., Hartge, E -U., Ogada, T., Siagi, Z., 2000. Combustion of agricultural residues . Progress in Energy and Combustion Science, 26, 1 -27.
Departamento de Ambiente e Ordenamento 119
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
WHO – World Health Organization, 2006. WHO Air quality guidelines for particulate matter, ozone, nitrogen dioxide and sulfur dioxide, Global update 2005 – Summary of risk assessment . WHO Press.
Williams, A., Jones, J. M., Ma, L., Pourkashanian, M., 2012. Progress in Energy and Combustion Science. Progress in Energy and Combustion Science, 28, 113 -137. Yin, C., Rosendahl, L. A., Kær, S. K., 2008. Grate-firing of biomass for heat and
power production. Progress in Energy and Combustion Science, 34, 725 -754. Zeng. T., Pollex, A., Weller, N., Lenz, V., Nelles, M., 2018. Blended biomass pellets
as fuel for small scale combustion appliances: effect of blending on slag formation in the bottom ash and pre -evaluation options. Fuel, 212, 108 -116. Decreto-Lei n.º 127/2013 de 30 de agosto. Ministério da Agricultura, do Mar, do
Universidade de Aveiro 120
Departamento de Ambiente e Ordenamento 121
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
Anexo A – Cálculo poder calorífico
Anexo A.1 – PCS
O PCS foi calculado com base na análise elementar da biocombustível , baseado em van Loo & Koppejan (2008):
𝑃𝐶𝑆 = 34.91 ∗ 𝑤𝐶+ 117,83 ∗ 𝑤𝐻+ 10,05 ∗ 𝑤𝑆− 10,34 ∗ 𝑤𝑂− 1,51 ∗ 𝑤𝑁− 2,11𝑤𝑍
Eq. A.1. 1 Em que,
PCS - Poder calorifico superior do combustível [MJ∙kgc o mb u s t í v e l . b s- 1].
Com: wC [kgc a r b o no∙kgc o mb u s t í v e l . b s- 1] wH [kgh i d r o g é n i o∙kgc o mb u s t í v e l. b s- 1] wO [kgo x i g é n i o∙kgc o mb u s t í v e l. b s- 1] wN [kga z o t o∙kgc o mb u s t í v e l. b s- 1] wS [kge n x o f r e∙kgc o mb u s t í v e l. b s- 1] wZ [kgc i n z a∙kgc o mb us t í v e l. b s- 1]
Anexo A.2 – PCI
O poder calorífico inferior foi determinado com base na relação com o PCS, de acordo com a seguinte expressão (Tarelho, 2017):
𝑃𝐶𝐼 = 𝑃𝐶𝑆 − ℎ𝑓𝑔,𝑇∗ (𝑤𝐻∗
18 2)
Eq. A.2. 1 Em que,
PCI – Poder calorífico inferior do combustível em base seca [MJ∙kgc o m b us t í v e l b s- 1];
hf g, T – Entalpia de vaporização da água à temperatura de referência especificada (2,49
Universidade de Aveiro 122
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
Anexo B - Condições de referência
Tabela B. 1. Condições de referência e composição do ar admitidas para efeito de cálculos.
Pressão P0 Pa 101300
Temperatura T0 K 273
Constante dos gases ideais R m3∙Pa∙K- 1∙kmol- 1 8314
Fração de oxigénio no ar yO 2 , A R kmolO 2∙kmola r s e c o- 1 0,21
Fração de azoto no ar yN 2 , A R kmolN 2∙kmola r s e c o- 1 0,79
Massa molar oxigénio MO 2 kg
O 2∙kmolO 2- 1 32
Massa molar Azoto MN 2 kgN 2∙kmolN 2- 1 28
Departamento de Ambiente e Ordenamento 123
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
Anexo C – Cálculo velocidade de fluidização
A velocidade de fluidização do leito pode ser calculada com a seguinte equação (baseado em Tarelho, 2017): 𝑢𝑓 = 𝐺𝑉 𝐴𝑏 Eq. C. 1 Em que,
𝑢𝑓 – Velocidade de fluidização através do leito, às c ondições P e T de serviço [m∙s- 1];
𝐺𝑉 – Caudal volumétrico do gás de fluidização, às condições P e T de serviço [m3∙s- 1];
𝐴𝑏 – Área da secção transversal do leito [m2].
E, segundo Basu (2006), a velocidade mínima de fluidização pode ser calculado de acordo com a seguinte equação:
𝑢𝑚𝑓= µ𝑔 𝑑𝑝∗ 𝜌𝑔 [(𝐶12+ 𝐶2∗ 𝐴𝑟)0,5− 𝐶1] Eq. C. 2 Onde, 𝐴𝑟 =𝜌𝑔∗ (𝜌𝑝− 𝜌𝑔) ∗ 𝑔 ∗ 𝑑𝑝 3 µ𝑔2 Eq. C. 3 𝐶1= 27,2 𝐶2= 0,0408 Em que,
𝑢𝑚𝑓 – Velocidade de mínima fluidização [m∙s- 1];
𝑑𝑝 – Diâmetro médio superfície -volume das partículas do leito [m];
µ𝑔 – Viscosidade do gás, às condições P e T de serviço [kg∙m- 1∙s- 1];
𝜌𝑔 – Massa volúmica d o gás (condições P e T de serviço) [kg∙m- 3];
𝜌𝑝 – Massa volúmica das partículas do leito [kg∙m- 3];
𝑔 – Aceleração da gravidade [m∙s- 2];
Onde, de acordo com Matos (2016), a densidade do gás (considerando uma mistura gasosa ideal) é calculada através da seguinte expressão:
𝜌𝑔= 𝑚𝑔 𝑉𝑔 =𝑃𝑠∗ 𝑀𝑔𝑎 𝑅 ∗ 𝑇𝑠 Eq. C. 4
Universidade de Aveiro 124
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
Em que,
mg – Massa do gás [kg];
Vg – Volume de gás [m3];
Ps – Pressão de serviço [Pa];
Ts – Temperatura de serviço [K];
Mga – Massa molar da mistura de gás [kg∙kmol- 1]
R – Constante dos gases ideais [ m3∙Pa∙K- 1∙kmol- 1]
𝑀𝑔𝑎 = ∑(𝑦𝑖 ∗ 𝑀𝑖)
Eq. C. 5 Onde i, represente cada componente presente no gás (O2, CO2, CO, NO2, N2).
yi – Fração molar de cada componente presente na mistura gasosa [kmoli∙kmolg á s- 1];
Mi – Massa molar de cada componente presente na mistura gasosa [kgi∙kmoli- 1]
E, a viscosidade dinâmica de uma mistura gasosa é calculada através da seguinte expressão:
µ𝑔=
∑(𝑦𝑖 ∗ µ𝑖∗ √𝑀𝑖)
∑(𝑦𝑖 ∗ √𝑀𝑖)
Eq. C. 6 E, µ𝑖 depende da temperatura de serviço, sendo calculado através da seguinte
forma:
µ𝑖 = 𝑎0+ 𝑎1𝑇 + 𝑎2𝑇2+ 𝑎3𝑇3
Eq. C. 7 Em que,
a0, a1, a2, a3 – Parâmetros de regressão da viscosidade dinâmica de cada gás puro,
presentes na tabela C.1;
Tabela C. 1. Parâmetros de regressão da viscosidade dinâmica de cada gás puro , µ𝑖 [kg∙m- 1∙s- 1]. Gás a0 a1 a2 a3 Gama (K) O2 0,26918∙10- 5 0,68519∙10- 7 -0,29857∙10- 1 0 0,75600∙10- 1 4 250 – 1500 CO2 -0,16636∙10- 5 0,63064∙10- 7 -0,26223∙10- 1 0 0,58813∙10- 1 4 250 – 1500 CO 0,30012∙10- 5 0,56504∙10- 7 -0,23998∙10- 1 0 0,62734∙10- 1 4 250 – 1500 NO2 -0,22922∙10- 5 0,68043∙10- 7 -0,23458∙10- 1 0 0,45469∙10- 1 4 200 – 2000 N2 0,31619∙10- 5 0,56192∙10- 7 -0,24148∙10- 1 0 0,61370∙10- 1 4 250 – 1500
Departamento de Ambiente e Ordenamento 125
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
Anexo D – Cálculo caudal biomassa
Anexo D.1 – Através balanço mássico elementar ao carbono
O balanço mássico da combustão de um combustível sólido traduz o princípio geral da conversão da massa numa fornalha, em estado estacionário.
O balanço mássico a um sistema de combustão é calculado para um dado conjunto de condições operatórias (composição elementar do combustível a queimar e excesso de ar, composição e quantidade dos gases de combustão e composição e quantidade de resíduos sólidos (cinzas) produzidos ).
O balanço mássico elementar é realizado em torno de cada elemento químico j e considera a abundância de cada um dos compostos que ocorrem nos produtos que contêm esse elemento químico. O balanço mássico elementar relativo ao carbono, que aqui se apresenta, é um balanço mássico simplificado, é baseado num conjunto de espécies maioritárias. Considerou-se que todo C presente no combustível foi oxidado a CO2 e CO, não existindo carbono inqueimado nas cinzas, para efeitos de cálculo.
Desta forma o caudal mássico de carbono total associado ao combustível que foi convertido em CO2 e CO durante o processo de combustão, ṁ𝐶,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 [𝑘𝑔 𝐶 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ∙ ℎ−1], é
calculado através das seguintes expressões:
ṁ𝐶,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙= ṁ𝐶,𝑏𝑖𝑜+ ṁ𝐶,𝐺𝑁 Eq. D.1. 1 ṁ𝐶,𝑏𝑖𝑜= ṁ𝐶,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙− ṁ𝐶,𝐺𝑁 Eq. D.1. 2 ṁ𝐶,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙= ṁ𝐶,𝐶𝑂2+ ṁ𝐶,𝐶𝑂 Eq. D.1. 3 Em que,
ṁ𝐶,𝑏𝑖𝑜 – Caudal mássico de carbono associado à biomassa que foi convertido em CO2
e CO durante o processo de combustão [kgC , b i o∙h- 1];
Figura D.1. 1. Princípio geral da conserva ção da massa num processo de combustão, e m
Universidade de Aveiro 126
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
ṁ𝐶,𝐺𝑁 – Caudal mássico de carbono associado ao gás natural que foi convertido em
CO2 e CO durante o proces so de combustão [kgC , G N∙h- 1];
ṁ𝐶,𝐶𝑂2 – Caudal mássico de carbono convertido em CO2 [kgC∙h- 1];
ṁ𝐶,𝐶𝑂 – Caudal mássico de carbono convertido em CO [kgC∙h- 1];
E, tendo por base os dados disponíveis para efetuar o cálculo:
yC O 2 ( 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝐶𝑂2 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑔á𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜); xC O , 1 1 % O 2 ( 𝑚𝑔 𝐶𝑂 𝑁𝑚3 𝑔á𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜); Ggs ( 𝑁𝑚3𝑔á𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜 ℎ ); Ġ𝐺𝑁 ( 𝑁𝑚3𝑔á𝑠 𝑛𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎𝑙 ℎ )
Utilizou-se as seguintes expressões:
ṁ𝐶,𝐶𝑂2= 𝑦𝐶𝑂2∗ 𝜎𝐶,𝐶𝑂2∗ 𝑀𝐶∗ 𝐺𝑔𝑠∗ 1 𝑣𝑃𝑇𝑁 Eq. D.1. 4 ṁ𝐶,𝐶𝑂= 𝑥𝐶𝑂,11%𝑂2∗ ( 21 − 𝑦O2medido 21 − 11 ) ∗ 𝜎𝐶,𝐶𝑂∗ 𝑀𝐶 𝑀𝐶𝑂 ∗ 1 106∗ 𝐺𝑔𝑠 Eq. D.1. 5 Em que,
𝑦𝐶𝑂2 – Fração molar de CO2 no gás de exaustão seco [kmolC O 2∙kmolgá s s e c o- 1];
xC O , 1 1 % O 2 – Concentração mássica de CO no gás de exaustão seco, corrigido para 11%
O2 [mgC O∙Nm- 3gá s s e c o];
Ggs – Caudal volúmico de gás de exaustão seco [Nm3g á s s e c o∙h- 1];
𝜎𝐶,𝐶𝑂2 e 𝜎𝐶,𝐶𝑂 – Estequiometria de reação (kmolC∙kmolC O 2- 1 e kmolC∙kmolC O- 1
respetivamente);
𝑣𝑃𝑇𝑁 – Volume molar às condições normais (P0 e T0) (22,4 Nm3∙kmol- 1);
ṁ𝐶,𝐺𝑁 = Ġ𝐺𝑁∗ 𝜌𝐺𝑁∗ 𝑤𝐶,𝐺𝑁
Eq. D.1. 6 Em que,
Ġ𝐺𝑁 - Caudal volumétrico de gás natural [Nm3∙h- 1];
𝜌𝐺𝑁 – Densidade normal do gás natural (kg∙Nm- 3, ver Tabela 4.7);
Departamento de Ambiente e Ordenamento 127
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
Por fim, ṁ𝑏𝑖𝑜= (ṁ𝐶,𝑏𝑖𝑜∗ 1 𝑤𝐶,𝑏𝑖𝑜 ) ∗ 10−3 Eq. D.1. 7 Em que,
ṁ𝑏𝑖𝑜 – Caudal mássico da biomassa em base seca utilizada durante o processo de
combustão [tonb i o b s∙h- 1];
𝑤𝐶,𝑏𝑖𝑜 – Teor mássico de carbono na biomassa em base seca (kgC∙kgb i o b s- 1, ver Tabela
4.4)
Anexo D.2 – Através balanço de energia global
ɳ𝑡ℎ=
𝑄𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟
𝐸𝐶𝑜𝑚𝑏
Eq. D.2. 1 Em que,
ɳ𝑡ℎ - Rendimento térmico da caldeira (85%, valor assumido para a CA5 )
𝑄𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 – Potência térmica associada ao fluido (vapor) à saída da caldeira [MJ∙h- 1];
𝐸𝐶𝑜𝑚𝑏 – Potência térmica associada aos combustíveis utilizados [MJ∙h- 1].
Onde, 𝑄𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 = ṁ𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝐴𝑃 103 3600∗ (ℎ𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟− ℎ𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜) Eq. D.2. 2 Em que,
ṁ𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝐴𝑃 – Caudal mássico do fluido (vapor alta pressão) [ton∙h- 1];
ℎ𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 – Entalpia específica do fluido (vapor sobreaquecido) à saída da caldeira à
pressão e temperatura de operação , Ps=60bar e Ts=420°C, respetivamente (3,23 MJ∙kg- 1);
ℎ𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 – Entalpia específica do fluido (água de alimentação no estado líquido) à
temperatura de operação, Ts=125°C (0,51 MJ∙kg- 1);
𝐸𝐶𝑜𝑚𝑏= 𝐸𝑏𝑖𝑜+ 𝐸𝐺𝑁+ 𝐸𝑓𝑢𝑒𝑙
Eq. D.2. 3 Em que,
Universidade de Aveiro 128
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
𝐸𝐺𝑁 – Potência térmica associada ao gás natural [MJ∙h- 1];
𝐸𝑓𝑢𝑒𝑙 – Potência térmica associada ao fuelóleo [MJ∙h- 1];
𝐸𝐺𝑁=
𝐺𝐺𝑁
3600∗ 𝑃𝐶𝐼𝐺𝑁
Eq. D.2. 4 𝑃𝐶𝐼𝐺𝑁 – Poder calorífico inferior d o Gás natural [MJ∙Nm- 3];
𝐺𝐺𝑁 – Caudal volumétrico de gás natural [Nm3∙h- 1];
𝐸𝑓𝑢𝑒𝑙 = ṁ𝑓𝑢𝑒𝑙∗
103
3600∗ 𝑃𝐶𝐼𝑓𝑢𝑒𝑙
Eq. D.2. 5 𝑃𝐶𝐼𝑓𝑢𝑒𝑙 – Poder calorífico inferior d o fuelóleo [MJ∙kgf u e l- 1];
ṁ𝑓𝑢𝑒𝑙 – Caudal mássico de fuelóleo [ton∙h- 1];
𝐸𝑏𝑖𝑜 = 𝑄𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 ɳ𝑡ℎ − 𝐸𝐺𝑁+ 𝐸𝑓𝑢𝑒𝑙 Eq. D.2. 6 𝐸𝑏𝑖𝑜 = ṁ𝑏𝑖𝑜∗ 103∗ 𝑃𝐶𝐼𝑏𝑖𝑜− ṁ𝑏𝑖𝑜∗ 103∗ 𝑊𝑤,𝑏𝑠∗ ℎ𝐻2𝑂,@𝑇𝑟𝑒𝑓 Eq. D.2. 7 Em que,
𝑃𝐶𝐼𝑏𝑖𝑜 – Poder calorífico inferior d a biomassa em base seca [MJ∙kgb i o b s- 1];
ℎ𝐻2𝑂,@𝑇𝑟𝑒𝑓 – Calor latente de vaporização da biomassa à temperatura de referência,
2,44 MJ∙kg- 1;
𝑊𝑤,𝑏𝑠 - Teor de humidade da biomassa em base seca [kgH 2 O∙kgb i o b s- 1];
ṁ𝑏𝑖𝑜 =
𝐸𝑏𝑖𝑜
𝑃𝐶𝐼𝑏𝑖𝑜− 𝑊𝑤,𝑏𝑠∗ ℎ𝐻2𝑂,@𝑇𝑟𝑒𝑓
∗ 10−3
Departamento de Ambiente e Ordenamento 129
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
Anexo E – Cálculo quantidade ar/combustível
A razão estequiométrica de oxigénio pode ser calculada através da seguinte equação: 𝑟 [−] =𝑊𝑎
𝑊𝑠
Eq. E.1 Em que,
Wa – Fração mássica entre o oxigénio verdadeiramente utilizad o e a mistura do
combustível em base seca [kgO 2 a t ua l∙kgc o mb . b s- 1];
Ws – Fração mássica entre o oxigénio estequiométrico e a mistura de combustível em
base seca [kgO 2 e s t e q∙kgc o mb . b s- 1];
Ou, a estequiometria de ar pode ser calculada através da seguinte equação: 𝑟 [−] =𝑊𝑎𝑠
𝑊𝑠𝑠
Eq. E. 2 Em que,
Wa s - Fração mássica entre o ar verdadeiramente utilizado e a mistura do combustível
em base seca [kga r a t ua l∙kgc o mb . b s- 1];
Ws s - Fração mássica entre o ar estequiométrico e a mistura de combustível em base
seca [kg a r e s t e q∙kgc o mb. bs- 1]; Onde, 𝑊𝑠 = 𝑀𝑂2∗ [ ∑ (𝑌𝑆,𝑗∗ 𝑤𝑗 𝑀𝑗 ) − 𝑤𝑂 𝑀𝑂2 ] Eq. E. 3 Em que,
wj - Fração mássica relativa a cada elemento presente na massa do combustível em
base seca [kgj∙kgc o mb . b s- 1];
Ys , j - Consumo estequiométrico de oxigénio [kmolO 2 e s t e q .∙kmole le me n t o o u c o mp o s t o j d o r e a g e nt e- 1] (Tabela E.2.1)
Mj - Massa molar de j [kge l e me n t o j∙kmole l e me n t o o u c o mp o s t o j- 1] (Tabela E.2.2)
A fração mássica relativa a cada elemento presente na massa de combustível é calculada da seguinte forma:
Universidade de Aveiro 130
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
𝑤𝑗= (𝑤𝑗,𝑏𝑖𝑜∗ ṁ𝑏𝑖𝑜 ṁ𝑐𝑜𝑚𝑏 ) + (𝑤𝑗,𝑐𝑜𝑚𝑏𝑎𝑢𝑥𝑖𝑙𝑖𝑎𝑟∗ ṁ𝑐𝑜𝑚𝑏_𝑎𝑢𝑥𝑖𝑙𝑖𝑎𝑟 ṁ𝑐𝑜𝑚𝑏 ) Eq. E. 4 Em que,
𝑤𝑗,𝑏𝑖𝑜 - Fração mássica relativa a cada elemento presente na massa d a biomassa
[kgj∙kgb i o b s- 1];
𝑤𝑗,𝑐𝑜𝑚𝑏_𝑎𝑢𝑥𝑖𝑙𝑖𝑎𝑟 - Fração mássica relativa a cada elemento presente na massa d o
combustível auxiliar [kgj∙kgc o mb . a u x i l i a r b s- 1];
ṁc o mb - Caudal mássico em bs de todos os combustíveis utilizados durante o processo
de combustão [tonc o mb∙h- 1];
ṁb i o m - Caudal mássico da biomassa em bs utilizada durante o processo de combustão
[tonb io m b s∙h- 1];
ṁc o mb . a u x i l i a r - Caudal mássico de combustíveis auxiliares (gás natural e/ou fuelóleo)
utilizados durante o processo de combustão [tonc o mb . a u x i l i a r∙h- 1];
Onde, ṁ𝑐𝑜𝑚𝑏= ṁ𝑏𝑖𝑜+ ṁ𝑐𝑜𝑚𝑏. 𝑎𝑢𝑥𝑖𝑙𝑖𝑎𝑟 Eq. E. 5 Tabela E.2. 1 Ys , C Ys , H 2 Ys , S 1 0,5 1 Tabela E.2. 2 MC MH 2 MS 12 2 32
No caso de ar atmosférico, a razão estequiométrica de ar (WS S) é dada pela
seguinte expressão: 𝑊𝑠𝑠 = 𝑊𝑠∗ ( 1 + 3,76 ∗ 𝑀𝑁2 𝑀𝑂2 + 7,63 ∗ 𝑊𝑉𝐴∗ 𝑀𝐻2𝑂 𝑀𝑂2 ) Eq. E. 6 Em que,
Ws - Fração mássica entre o oxigénio estequiométrico e a mistura de combustível em
Departamento de Ambiente e Ordenamento 131
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
WV A - Razão mássica de vapor de água no ar de combustão [kgH2 O∙kga r s e c o- 1];
O consumo atual de ar consiste no consumo total de ar que é verdadeiramente utilizado durante o processo de combustão (engloba todo o ar injetado na fornalha).
𝑊𝑎𝑠 = 𝐺𝑎 ∗ 𝑃0∗ 𝑀𝑎𝑟𝑠𝑒𝑐𝑜 𝑅 ∗ 𝑇0 ∗ 1 ṁ𝑐𝑜𝑚𝑏∗ 10 3 3600 Eq. E. 7 Em que,
Wa s – Fração mássica entre o ar verdadeiramente utilizado e a mistura do combustível
em base seca [kga r a t ua l∙kgc o mb . b s- 1];
Ga - Caudal volumétrico de ar total injetado na fornalha [Nm3∙s- 1];
ṁc o mb - Caudal mássico de todos os combustíveis utilizados durante o processo de
Universidade de Aveiro 132
Controlo de NOx durante a combustão de biomassa em fornalhas industriais de leito fluidizado
Anexo F – Cálculo do teor de humidade da biomassa CTB
De modo a calcular o teor de humidade da mistura de biomassa para os meses da CTB, foi calculado inicialmente o total de biomassa em base seca através do método BMEC. Posteriormente, com base nos valores de caudais mensais de cada tipo de biomassa externa em base tal e qual (ṁ𝑘,𝑏𝑡𝑞.𝑚, tonb t q∙mês- 1), apresentado no REM e no teo r de
humidade média para cada tipo de biomassa (𝑤𝑤,𝑏𝑡𝑞), apresentada na Tabela 4.2,
calculou-se o caudal mássico de cada tipo de biomassa em base seca (ṁ𝑘,𝑏𝑠, tonb s∙mês- 1), através da seguinte equação:
ṁ𝑘,𝑏𝑠,𝑚= ṁ𝑘,𝑏𝑡𝑞,𝑚∗ (1 − 𝑤𝑤,𝑏𝑡𝑞)
Eq. F. 1 Onde, k representa cada tipo de biomassa externa, CFF, Bi, L/C, BFRC e RM (rolaria mista).
Tabela F. 1. Exemplo dos caudais de biomassa mensais em [tonbtq∙mês- 1] e em [tonbs∙mês- 1],
relativos ao mês de outubro da CTB. CFF Bi L/C BFRC RM Total de biomassa ṁ𝒌,𝒃𝒕𝒒,𝒎 (tonb t q/mês) 5242 672 288 260 550 7012 ṁ𝒌,𝒃𝒔,𝒎 (tonb s/mês) 2614 209 482 177 394 3875
Tendo estes caudais em base seca, calculou -se o caudal mássico de casca própria em base seca (ṁ𝐶𝑃,𝑏𝑠,𝑚, 𝑡𝑜𝑛𝑏𝑠 ∙ 𝑚ê𝑠−1), através da subtração entre o caudal total de
biomassa em bs (ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑚, 𝑡𝑜𝑛𝑏𝑠 ∙ 𝑚ê𝑠−1), calculada através do método BMEC, e o caudal
total de biomassa externa em bs (∑ṁ𝑘,𝑏𝑠, tonb s∙mês- 1).
ṁ𝐶𝑃,𝑏𝑠,𝑚= ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑚− ∑ṁ𝑘,𝑏𝑠,𝑚
Eq. F. 2 Obtendo um caudal de casca própria em bs de ṁ𝐶𝑃,𝑏𝑠,𝑚= 2968 tonb s∙mês- 1.
De seguida determinou -se o caudal de casca própria em tonb t q∙mês- 1 (ṁ𝐶𝑃,𝑏𝑡𝑞,𝑚),
com base no seu teor médio de humidade, obtendo um valor de 6329 tonb t q∙mês- 1.
E por fim, calculou -se o teor de humidade total da mistura de biomassa, através da seguinte equação:
Departamento de Ambiente e Ordenamento 133
Ana Catarina Miranda Vilas-Boas
𝑤𝑤,𝑏𝑖𝑜 = ( ṁ𝐶𝑃,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ∗ 𝑤𝑤,𝐶𝑃) + ( ṁ𝐶𝐹𝐹,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ∗ 𝑤𝑤,𝐶𝐹𝐹) + ( ṁ𝐵𝑖,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ∗ 𝑤𝑤,𝐵𝑖) + ( ṁ𝐿 𝐶,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ∗ 𝑤𝑤,𝐿/𝐶) + ( ṁ𝐵𝐹𝑅𝐶,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ∗ 𝑤𝑤,𝐵𝐹𝑅𝐶) + ( ṁ𝑅𝑀,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑏𝑡𝑞,𝑚 ∗ 𝑤𝑤,𝑅𝑀) Eq. F. 3 Onde, ṁ𝑏𝑖𝑜,𝑏𝑡𝑞,𝑚= ∑ṁ𝑘,𝑏𝑡𝑞+ ṁ𝐶𝑃,𝑏𝑡𝑞,𝑚 Eq. F. 4 Obtendo um teor de humidade médio da mistura de biomassa de, 49%.
Em que,
ṁ𝐶𝑃,𝑏𝑡𝑞,𝑚 - Caudal mássico mensal de casca própria [tonb t q∙mês- 1];
ṁ𝐶𝐹𝐹,𝑏𝑡𝑞,𝑚 - Caudal mássico mensal de casca da Figueira da Foz [tonb t q∙mês- 1];
ṁ𝐵𝑖,𝑏𝑡𝑞,𝑚 - Caudal mássico mensal de bicadas [tonb t q∙mês- 1];
ṁ𝐿
𝐶,𝑏𝑡𝑞,𝑚
- Caudal mássico mensal de lenho/cepo [tonb t q∙mês- 1];
ṁ𝐵𝐹𝑅𝐶,𝑏𝑡𝑞,𝑚 - Caudal mássico mensal de biomassa residual florestal/casca [tonb t q∙mês-
1];
ṁ𝑅𝑀,𝑏𝑡𝑞,𝑚 - Caudal mássico mensal de rolaria mista [tonb t q∙mês- 1];
𝑤𝑤,𝐶𝑃, – Teor de humidade presente na casca própria [%];